海上风电单桩基础周围土体地震液化分析*

刘红军， 王 超

(1.中国海洋大学海洋环境与生态教育部重点实验室，山东 青岛 266100； 2.中国海洋大学环境科学与工程学院，山东 青岛 266100)

海上风电单桩基础周围土体地震液化分析*

刘红军1， 王 超2

(1.中国海洋大学海洋环境与生态教育部重点实验室，山东 青岛 266100； 2.中国海洋大学环境科学与工程学院，山东 青岛 266100)

基于室内土工动三轴土体液化试验,采用有限元分析计算与剪应力比较法相结合的综合判别方法,对于黄河三角洲地区海上风电单桩基础周围土体是否会液化进行了判断，并且通过对比不同位置处土体单元受力情况，总结出单桩基础的存在对于其周围土体地震荷载作用下动力响应的影响。研究发现，土体液化只会在一定深度内发生，12 m以下土体由于上覆有效应力较大基本不会发生液化。单桩基础对于桩内土体约束作用十分明显，同时会剧烈加大桩侧土体的受力。本文通过对土体施加X轴方向上的加速度的方式模拟地震作用，结果显示，位于单桩基础X轴方向上的土体单元相较于Y轴方向上等距离的土体单元，受到的剪应力振荡幅度要大的多。

海上风电； 单桩基础； ABAQUS； 地震荷载； 抗液化剪应力

风能是是一种清洁、可再生的能源，尤其是海上风力发电具有风速大且稳定、不占用陆地资源、建设周期短、运营成本低等优势，越来越受到重视。相关统计显示，到2013年底为止，欧洲地区已有69座海上风电场2 080台海上风机运营，总装机容量超过6 600 MW，此外另有超过3 000 MW的海上风机正在建设中[1]。与此相对的，中国目前已有海上风电总装机容量约为430 MW。据最新公布的数据显示2014—2016年中国计划要建成总装机容量1 053 MW的海上风机[2]。

国家发改委会曾经颁布过风能资源评价技术规定，年有效风能密度能达到200 W/m2以上则属于风能丰富区。据其测定，黄河三角洲的风能年平均有效小时数和年平均风功率密度均符合标准。尤其是滨州市，海岸线长达240 km，是中国重要的风能地区之一[3]。目前黄河三角洲地区风电项目已在规划中。海上风电项目基础型式丰富，其中应用最为广泛的是单桩基础。单桩基础施工周期短，施工工艺较为简单且价格较低，而且建成后占用海床面积最小，具有承载力高、沉降量小且均匀的特点。目前欧洲建成和规划的海上风电机组的60%左右都是采用单桩基础。东海大桥海上风电场(中国第一个建成的海上风电项目)采用了直径4.8 m，长度50 m的钢管桩[4]。黄河三角洲水深小于20 m的滩涂和浅海区域广阔，适用目前应用较广的海上风电单桩基础。

许多学者已经就海上风电单桩基础展开了研究并取得了一定的成果。祁德庆等对非线性波浪作用下风机单桩基础结构响应进行研究，分析出结构顶部的位移频率谱曲线[5]。荣维栋等采用三种地震波和两种水深的波浪荷载任意组合的方式，通过ANAYS有限元模拟完成了海上风电单桩基础在波浪地震联合作用下的动力特性分析[6]。N. Alati等对带三脚架和钢支架的单桩基础在地震作用下的动力响应的研究证明了地震荷载对于桩基础受力影响显著，并对于海上工作承台的地震危险性进行了风险评估[7]。袁宇等综合利用ANAYS有限元模拟及p-y曲线法，在充分考虑桩土相互作用的前提下得到了海上风机全斜桩承台与全直桩承台在地震动力荷载作用下的动力响应[8]。I. Anastasopoulos等通过施加地震荷载和环境荷载研究了不同深度的单桩基础的动力响应的区别[9]。目前已有的研究对于海上风机单桩基础动力荷载作用下的分析大都集中在对于桩身内力及位移分析方面，对于桩周土的研究尚不多见。黄河三角洲地区地处饱和粉土带，饱和细粒土在地震这种频率较高的动力荷载作用下很容易发生较大规模的液化现象。本文重点分析桩周地基土在地震荷载作用下的动力响应，进行液化判别。研究成果可以为海上风电场建设提供一定参考。

1 有限元模型

本文首先对于地震荷载作用下的海上风电单桩基础周围土体的动力响应进行分析计算，选用大型有限元计算软件为ABAQUS。ABAQUS是一款功能强大的有限元软件，拥有多种多样的模型库，可以模拟很多类型的材料，其中包括金属、橡胶、复合材料、土壤和岩石等，尤其是在岩土工程领域内，拥有多种岩土本构模型可供选择，弹性或是弹塑性模型计算都可以很好的完成。

1.1 物理参数及模型设置

单桩基础为钢管桩，直径6 m，厚度60 mm，长40 m，入土20 m深。土体模型直径60 m，深度25 m。数值模拟中所需土体参数来自于青东、垦东地区现场所取原状样在室内土工实验室测定。黄河口地区地层条件十分复杂，为了减少数值模拟过程的难度，本文将土体划分为两层，分别采用黄河三角洲地区比较有代表性粉质黏土和粉土。因为土体液化深度有限，为了保证两层不同土质均有机会参与液化反应，所以上层粉质黏土层设置为4 m，以下直到25 m均为粉土层。模型参数见表1。表1中ρ为材料密度，E为弹性模量，μ为泊松比，c为粘聚力，φ为内摩擦角。

1.2 模型建立

本文建立的模型包括钢管桩和地基土两部分，模型参数上文已经列出。在有限元模拟过程中必须注意的还有两个部件之间的接触和相互作用。桩端直接与土体绑定，桩体表面与土体在动力荷载作用下发生相对位移时的相互作用遵循Mohr-Coulomb摩擦定律，摩擦系数取0.30。大直径钢管桩桩内土体对于桩身的稳定性及承载性能均有较大影响，在进行分析时必须予以考虑。在本文的模型中，设置桩内土体与桩外土体高度相同，且对于桩身内侧与桩内土体的接触的与桩身外侧与土体的相同。网格划分后的模型见图1。

1.3 地应力平衡

自然界的海床，不论何种土质，都已经经过了在重力作用下的很长时期的固结沉降，达到了稳定状态，本文把这种稳定状态称为初始地应力状态。在这种状态下，土体内本身具有恰好与重力相平衡的应力。这种内部应力可以保证土体在不受外力作用时不发生大规模的沉降。而我们建立的有限元模型是没有内部应力的。如果直接在建立的模型上加载动力荷载进行计算，那么土体必然会同时受重力影响发生固结沉降，导致最后的计算结果中位移与应力都远远大于实际值。为了有效模拟实际情况，必须在加载动力荷载之前通过初始条件的设置使土体达到初始地应力状态。但是知道土体内部应力的真实数值是很困难的，为此采取的方法为：施加动力荷载前，对整个模型施加重力荷载，得到的土体内部应力作为初始条件写入模型中，再施加重力以平衡。经过此过程后，土体在重力荷载下的位移小于10-4m，符合工程中的精度要求。

1.4 地震荷载

本文研究针对黄河三角洲地区，该地区抗震设防烈度为7度，根据《水利水电工程地质勘察规范》(GB50487-2008)中规定，对于抗震设防烈度为7度的地区，计算地震作用时地震加速度时程的最大值取0.1倍的重力加速度，本文约取为1 m·s-2。

1976年天津宁河地震记录以及1940年美国加利福尼亚州帝谷地震在EI Centro台站的记录等两列地震波因为记录较为准确因而被广泛地应用于地震分析中。为了减少偶然性的计算失误，本文同时采用此两列地震波。宁河天津地震波记录的最大加速度值为1.458 m/s2，所以应将此地震波的加速度时程曲线同步除去1.458而后得到新的加速度时程曲线并将其加载到土体上。采用地震波的前15 s。波峰1 m·s-2出现在7.64 s。同理，EI地震波亦需要调幅处理，波峰1 m·s-2出现在7.11 s。

在利用ABAQUS软件计算地震力作用时，在土体底面x方向施加随时间变化而变化的加速度，地震加速度时程曲线如图2所示。

2 动三轴试验及剪应力比较法

ABAQUS有限元模拟软件拥有前文所述的诸多优点，但是在进行海床土体流固耦合计算的时候，ABAQUS无法输出土体孔隙水压力是一大不足。本文采用ABAQUS有限元计算与剪应力比较法相结合的方法来进行液化判定。

本文采用胜利油田青东、垦东地区标准地层勘察项目中在该地区所取原状样进行室内动三轴试验所得的结果来计算土体抗液化剪应力。

试验采用W3ZB-20型微机控制电液伺服土动三轴试验机进行测定土样抗液化强度的应力控制振动三轴试验，激振波形采用正弦波，试样尺寸采用φ=39.5 mm×80 mm，激振频率选用1 Hz。试验中采用3个固结压力分别为95、115和125 KPa。1个固结比为Kc=1.0。

目前工程上多以初始液化或轴向应变值εd=5%作为破坏标准，即动三轴试验的终点。在本次试验中,采用5%轴向应变作为液化破坏标准。

2.1 抗液化剪应力计算

天然埋藏状态下土层的抗液化剪应力可由下式来确定：

依据上述公式，由动三轴试验数据可以得到黄河口三角洲地区不同土体深度处抗液化剪应力计算结果如表2所示。因为本文所研究土体均为海床土，因而在计算过程中均取其土体的浮容重。

2.2 最大剪应力计算

Seed剪应力比较法[10]中剪应力是通过公式将地震作用转化为等效循环剪应力。本文通过ABAQUS来模拟土体地震作用下动力响应进而输出土体单元受到的最大剪应力，以此与抗液化剪应力对比，通过两者的大小关系来对土体进行液化判别。

Tresca屈服条件又称最大切应力不变条件，是根据最大剪应力来判定屈服的。所以不难得出土体单元的Tresca应力值与土体剪应力值有函数关系如下：

σtresca=σ1-σ3=2τ0。

式中σtresca为土体的Tresca应力值。

如前文所述，ABAQUS无法输出土体孔隙水压力。但是ABAQUS丰富的模型库和强大的计算及后处理功能使得其计算的土体应力十分可靠。本文通过输出土体单元在整个地震作用过程中的Tresca应力时程曲线。由此可以得到土体单元的剪应力时程变化曲线，取其最高点即可得到土体单元在整个过程中的最大剪应力τmax。因为地震作用无规则，而且最大加速度作用时间很短，因而取等效剪应力τav为液化判别指标。Seed简化法在提出时对于两者的大小给出了倍数关系：τav=0.65τmax，通过0.65这一修正系数将随机振动转换为等效均匀循环振动，此后数十年的研究及应用中均采用这一数值。本文沿用此修正系数对数值计算结果进行处理。将同一土体单元的等效剪应力τav与其抗液化剪应力进行比较就可以对土体单元是否液化做出判断。根据所有液化的土体单元即可确定液化的区域。

3 输出结果分析

根据有限元软件输出结果，取各个土体单元在整个数值模拟过程中最大的Tresca应力，计算出相应的τav，并与之前已经计算得出的抗液化剪应力列表对比，液化判别结果如表2所示。

3.1 单桩基础对土体受力的影响

通过计算输出结果可以明显看出地震荷载的作用下，模型周边的地基土与围绕桩周围的土体单元的动力响应是完全不同的。尤其是单桩基础深入地基土达到20 m，必然会对周边土体在动力加载过程中的表现有很大影响。同时，单桩基础的X轴方向上的土体与Y轴上的也有很大区别，这说明单桩基础对于周边土体既有固定约束作用，又有动力挤压作用，即便土体单元与单桩基础距离相同但是方向不同受到的综合作用也是不同的。

3.1.1 选取研究关注的土体单元 为了更好的表现不同位置处土体单元的区别，进而得到单桩基础的存在对于土体在地震荷载作用下动力响应的作用，本文选取了几个处于不同位置的土体单元，并标记如下。A点为桩中心处；B点在单桩基础的X轴方向上并且距离单桩基础5 m；C点在单桩基础的X轴方向上并且距离单桩基础30 m。D、E、F点水平相对位置与A、B、C点同时埋深为5 m。与之相对的，G、H、N、M点相对位置与以上诸点相同，只是均位于单桩基础Y轴方向上。如图5所示。

将所选取的不同土体单元的Tresca应力时程数据输出并画成曲线，进行单桩基础不同相对位置处的土体单元受力情况对比，从而得到单桩基础的存在对于土体的影响。

3.1.2 0 m深度不同位置处土体单元受力情况对比 在0 m深度处，分析数据可以得到曲线如图6、7、8。

A、B、C点同在深度0 m的海床面上，由图6可以看出，A点由于处于钢管桩中，钢管桩对于桩内的土体单元约束作用很强，桩内土体单元受力情况相对而言较为稳定。距离单桩基础5 m处B点的土体单元距离

单桩基础有一定距离，由于单桩基础的撞击作用而受力变化幅度较大。在距离单桩基础较远的30 m处的C点，受到的更多的是地震通过土体自下而上传导过来的动力作用，与B点相比较而言和单桩基础相互作用的部分减弱。这也解释了为何靠近单桩基础外侧的土体单元更容易发生液化。

B、G两点分别为X、Y轴方向上距离单桩基础5 m的土体单元，C、H两点分别为X、Y轴方向上距离单桩基础30 m的土体单元。通过图7与8可以明显看出，距离单桩基础距离相同的情况下，由于输入的地震作用为X轴方向上的水平加速度，因而单桩基础与在其X轴方向上的土体单元之间的动力相互作用更强，即单桩基础因物理、力学性质的区别，其存在与否会对周围土体在动力荷载作用下的受力情况产生较大的影响。

3.1.3 5 m深度不同位置处土体单元受力情况对比 在土体的5 m深度处，分析数据可以得到如下曲线：

根据图9、10、11可以看出，5 m深度处土体单元的受力的趋势及大小关系和前文分析的0 m海床面处大同小异，只是因为深度处于5 m处，环境对于研究对象的约束更加严格，因而单桩基础和土体表现出的活动性都较差，同时因无法通过运动的方式排解从而造成了应力的积聚。总体而言，5 m深度处的土体单元受到的剪应力在数值上来说是更大的。

4 结论

综上所述，正因为钢管桩在物理、力学性质上与土体存在巨大区别，所以单桩基础周围土体在动力荷载作用下的动力响应与自由海床相比较有很大的不同。

根据前述判别结果进行分析，可以得到如下结论：

(1)地震造成的液化受土体深度的因素影响， 0～6 m土层内，土体单元的66.7%发生了液化；在6～12 m深度区间，有16.97%的土体单元发生了液化；12 m以下土体单元未发生液化。总体上来看，随着土体深度的影响，土体所受到的上覆土层压力逐渐增大，导致抗液化剪应力增大，液化的土体单元数量减少非常明显。只有深度小于12 m的土体才会随深度的不同或多或少有土体单元发生液化；当土体深度大于12 m时，土体基本不发生液化，这是因为自重压密的影响。

(2)单桩基础桩内的土体单元受力较小，不容易发生液化，而在单桩基础外部的土体单元则明显受到所处位置的影响。发生液化的土体单元主要分布在沿X轴经过单桩基础的位置，在单桩基础Y方向上的土体尤其是远离单桩基础的土体单元液化程度明显偏低。

(3)单桩基础对于桩内土体具有较强的约束作用，相当于室内试验中额外添加的围压，所以桩内的土体受到约束固定作用较为明显；同时严重远离单桩基础的土体受单桩影响较小，此二者均不易发生液化。而在其他区域的土体单元，既受到单桩基础的固定约束作用，又受到振动过程中单桩基础的撞击动力作用，处于单桩基础Y轴方向上的土体单元受到的固定作用大于动力作用，液化程度明显较弱；而X方向上在振动过程中与单桩基础发生了强烈的相互撞击，因而受到的动力作用远远大于固定作用，大部分发生了液化。

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责任编辑 庞 旻

Study on Seismic Response and Liquefaction of Soil Around Pile Foundation of Offshore Wind Power

LIU Hong-Jun1， WANG Chao2

(1.The Key Lab of Marine Environmental Science and Ecology, Ministry of Education, Qingdao 266100, China; 2.College of Environmental Science and Engineering, Ocean University of China, Qingdao 266100, China)

The paper estimates that if the soil around Pile Foundation of Offshore Wind Powerin the Yellow River Delta would liquefy with both the finite element analysis of seismic response and the shearing force comparison method. Via comparison of different elements, the influence of the single pile foundation is summarized. The study found that the soil below 12 m would not liquefy because of the effective stress of above layers. The single pile foundation constraints the soil in it effectively, meanwhile increasing force of the soil around it. The paper implements acceleration along the X axis, so that the soil elements locating along the X axis subject much more stress than those along the Y axis.

offshore wind power； single pile foundation； ABAQUS； seismic load； anti-liquefaction shear stress

国家自然科学基金项目“波浪作用下海上风电场桩基土体液化响应研究—以黄河三角洲为例”(41572247)；山东省科技攻关资助项目“黄河三角洲海上风电场桩基设计关键技术研究”(2014GGX104007)资助

2016-04-07；

2016-06-27

刘红军(1966-)，男，教授，博导，主要从事海洋工程地质方面的科研工作。E-mail:hongjun@ouc.edu.cn

P736.1

A

1672-5174(2017)04-093-07

10.16441/j.cnki.hdxb.20160118

刘红军， 王超. 海上风电单桩基础周围土体地震液化分析[J]. 中国海洋大学学报(自然科学版), 2017, 47(4): 93-99.

LIU Hong-Jun， WANG Chao. Study on seismic response and liquefaction of soil around pile foundation of offshore wind power[J]. Periodical of Ocean University of China, 2017, 47(4): 93-99.

Supported by National Nature Science Funds Research on Liquefaction Reponse of Soil Body Around Pile Foundation of Offshore Wind Turbine Under Wave Conditions—Taking Yellow River Delta as the Case(41572247)，Research on Key Techniques in Pile Foundation Design of Offshre Wind Farm in Yellow River Delta (2014GGX104007)